装配式混凝土结构是我国建筑行业发展的主要方向之一，具有建造速度快，可规模化生产，绿色低碳等优点，是建筑产业化的重要标志，吸引诸多学者对其进行研究[1,2,3,4]。但装配式结构还面临如工效低、质量差、缺乏配套工艺等问题，亟需进行深入研究。

传统叠合板式剪力墙是包含三层结构的夹芯式墙体，两侧为预制板，中间为现浇混凝土或保温材料，预制板通过格构钢筋连接，使三层结构协同工作成整体，提高墙体的整体性。国内外学者对此进行了深入研究，例如：Pessilk等[5]开展了4片足尺叠合板混凝土剪力墙的水平往复荷载试验研究，发现叠合板剪力墙比现浇剪力墙刚度退化严重，预制墙板和现浇混凝土之间的黏结性能是影响墙体抗震性能的关键因素。Refaie等[6]改变边缘构件类型、混凝土强度、配筋率、剪跨比和轴压比等参数对8片低矮叠合剪力墙进行拟静力试验，结果表明提高轴压力会增加叠合剪力墙的承载力，但延性和耗能能力稍有降低，同时给出了承载力计算式。肖全东等[7,8]对不同边缘构造和剪跨比下的双板剪力墙进行研究，结果表明格构钢筋和边缘钢筋桁架能有效保证墙体工作性能，增加连续螺旋箍筋会增大试件刚度，墙体整体工作性能与现浇构件相似。

装配式空心剪力墙作为叠合板剪力墙的一种，具有叠合板剪力墙整体性强、组合受力性能较好等优点。国内外学者对空心剪力墙进行了深入研究，例如：Wang等[9]对比了交错圆孔空心剪力墙和实心剪力墙的抗震性能，结果表明，交错圆孔空心剪力墙自重小、延性好、抗震能力强，且该体系构造简单，经济效益较高。张微敬等[10]研究不同接缝方式和边缘构件构造方式的空心板剪力墙，认为直接连接和后浇拼缝连接均具有可行性，灌孔边缘构件空心板剪力墙抗震性能较好，可按现浇墙体计算其正截面承载力。韩文龙等[11]提出空心板剪力墙体系，发现采用全预制或半预制灌孔边缘构件试件的抗震性能指标相当。综上，叠合板式剪力墙的受力性能受保温构件厚度、界面结合强度、混凝土之间的黏结性能等因素影响；空心墙体与实心墙体受力机理相近，且具有自重轻，经济效益高等优势。

结合叠合板式剪力墙及装配式空心剪力墙的优点，为实现住宅建筑中生产建造的标准化、模块化和产业化，本文中研发一种装配式钢筋混凝土住宅结构—盒子结构，结构体系四面采用带肋空心双板剪力墙，与已有双板剪力墙不同的是，此种墙体由两片槽形墙板叠合而成，墙板既是受力构件，又可代为模板，仅边缘构件处现浇。盒子四面槽形墙板，用连接角钢和支撑临时固定，结构形式稳定，可整体吊装，加快施工进程。盒子之间自然形成带空腔的墙芯柱和楼层暗梁，无需支模，只需绑扎钢筋、浇灌混凝土，也无需覆盖养护，有效节省建造工期。预制构件通过现浇暗柱暗梁连接成整体，形成盒子结构体系，可适用于多层装配式建筑，如图1所示。

图1盒子结构体系构造示意 

为解决已有盒子结构无配套剪力墙的现状，本文中对该体系的关键受力构件，即带肋空心双板剪力墙进行低周往复荷载下的抗震性能试验研究，分析不同加强墙肋方式对双板剪力墙体受力性能的影响，对比研究试件的裂缝发展情况及破坏形态，分析其承载能力、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线、耗能能力等抗震性能指标，并结合有限元模拟分析对其抗震性能进行研究。

图2试件构造与尺寸  

1、试验概况

1.1试件设计与制作

试验中共设计并制作了5个试件，编号分别为PCW1～PCW5。试件由基础梁、墙体和加载梁三部分组成，墙体由两片预制墙板和边缘构件组成，典型试件构造及尺寸见图2及表1。试验主要变化参数为墙肋宽度、墙肋厚度、是否设置横向肋等。5个试件的基本构造相似，剪跨比均为1.42。其中试件PCW1墙体高度2 450 mm,宽度1 720 mm,厚度200 mm,肋宽120 mm,肋厚95 mm,单片墙体墙板厚度为40 mm,轴压比为0.2。试件PCW2与试件PCW1相比，仅肋宽增加180 mm;试件PCW3与试件PCW1相比，肋厚增加110 mm,墙体厚度变为230 mm;试件PCW4与试件PCW1相比，在墙体高度三分点处增设2道横向肋；试件PCW5与试件PCW1相比，在墙体高度三分点处设置2道横向肋，同时墙体厚度变为230 mm。各试件均分三次浇筑，首先浇筑两片预制墙板，其次在预制墙板底部浇筑加载梁及两侧边缘构件，最后浇筑顶部加载梁。

采用C40商品混凝土浇筑试件，在进行边缘构件混凝土现场浇筑时，预留3个边长为150 mm的标准试块。由于试件分两批浇筑混凝土，所以共预留6个混凝土标准试块。所有试块与试件养护条件相同。按照GB/T 50081—2019《普通混凝土物理力学性能试验方法标准》[12]进行材性试验，试验结果如表2所示。

试件钢筋为HRB400级，每批次钢筋笼分别对钢筋进行留样。依据GB/T 228.1—2021《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》[13],在剪力墙试验前对钢筋试样进行单向拉伸试验。钢筋材性试验结果如表3所示。

1.2试验装置与加载制度

加载装置如图3所示，竖向荷载由竖向液压千斤顶施加，并通过分配梁使荷载均匀分配到墙体，水平方向通过液压伺服加载装置施加往复水平荷载。试件与基础梁和加载梁现浇成整体，加载梁通过端板和丝杠与液压伺服作动器相连接，基础梁通过锚栓和两侧的地梁固定在地板上，保证基础梁不会出现滑移。

试验分为预加载和正式加载两个阶段，预加载用于检查试验测量装置的可靠性。正式加载阶段，分3级按照30%、50%和100%将竖向荷载加载完成，每级持荷3 min;水平加载采用位移控制，试件屈服前，每级位移增幅1 mm,每级加载循环1次，直至荷载-位移曲线出现拐点，试件屈服；屈服后，取屈服位移的50%为每级位移增幅，每级循环2次。当试件荷载下降至峰值荷载的85%或试件出现较为明显的破坏时，认为试件破坏，停止试验。

1.3量测方案及测点布置

试验中主要测量施加的竖向荷载和水平荷载、沿水平高度的水平位移及关键点的应变。具体的量测方案及测点布置如下：1)试件的水平荷载和竖向荷载由液压作动器中的测压元件自动采集。2)在加载梁中心设置位移计H-1,测量墙体的水平位移；沿墙体中心竖向等距离设置位移计H-2、H-3和H- 4,测量墙体侧向变形；在墙体面外设置水平位移计H-6、H-7,测量墙体在试验过程中的平面外变形；在基础梁上布置水平位移计H-5和竖向位移计V-1,测量基础梁位移，以修正基础梁平动或转动对试验结果的影响，如图4所示。3)根据墙肢受力特点，在试件的钢筋关键位置粘贴电阻应变片，监测试件在整个受力过程中的变形，应变片布置如图5所示。

2、试验现象与破坏模式

2.1试验现象

2.1.1无横向肋试件的破坏过程

对于无横向肋试件PCW1、PCW2、PCW3,当位移角为1/817时，首先在墙板区域中间高度出现轻微斜裂缝和竖向裂缝，且在边缘构件中部以下范围处出现水平裂缝。加载至位移角为1/500时，3个试件墙体中部高度以下的水平裂缝延伸，试件PCW3原有的竖向裂缝斜向下发展。加载至位移角为1/245时，墙板上多条裂缝延长并加宽，试件PCW1形成第一条贯通墙面的斜45°裂缝；试件PCW2墙顶新增的水平裂缝致使墙皮脱落。加载至位移角为1/123时，边缘构件与墙板交界处竖向裂缝明显，轻微脱离，其中试件PCW1发出响声，并发生轻微扭转；试件PCW3边缘构件底部与基础梁交界面出现裂缝，宽度为1.0 mm。加载至位移角为1/89时，试件PCW1的角部混凝土破坏明显，最大裂缝宽度为4.0 mm,墙体与边缘构件明显脱离，试件严重扭转，荷载低于峰值荷载85%,停止加载。加载至位移角为1/75时，试件PCW3的根部混凝土压碎脱落，墙板混凝土脱落，钢筋外露，荷载低于峰值荷载85%,停止加载。加载至位移角为1/65时，试件PCW2边缘构件与墙肋交界处压溃严重，墙板中部表面混凝土压碎，试件严重扭转，停止加载。试件破坏形态如图6～8所示。

2.1.2有横向肋试件的破坏过程

对于有横向肋试件PCW4、PCW5,当位移角为1/817时，首先在边缘构件高度1 400 mm以下每隔200 mm产生细微水平裂缝。加载至位移角为1/500时，边缘构件水平裂缝贯通；加载至位移角为1/245时，高度600 mm处水平裂缝斜向下延伸。加载至位移角为1/123时，在边缘构件高度1 600 mm处各新增1条斜裂缝，裂缝发展对称；边缘构件及墙肋在高度900 mm新增一条水平裂缝。加载至位移角为1/82时，原有水平裂缝斜向发展，墙板中部高度处新增一条斜裂缝，裂缝接近竖直；墙体裂缝明显加宽，在边缘构件侧壁裂缝宽度最大，为1.5 mm。其中试件PCW4的边缘构件与基础梁出现明显裂缝，试件根部混凝土剥落。加载至位移角为1/61时，试件根部表面混凝土破坏范围继续增大，边缘构件纵向钢筋外露。加载至位移角为1/47时，试件PCW4发出声响，边缘构件纵筋被压弯，墙板压溃区的斜裂缝加宽，最大裂缝宽度为5 mm,墙体破坏，停止加载。加载至位移角为1/49时，试件PCW5发出声响，边缘构件竖向钢筋外露；随之墙板右侧裂缝迅速加宽延伸，与左侧墙板竖向裂缝交汇，墙板破坏处的混凝土脱落，试件破坏严重，停止加载。试件PCW4、PCW5的破坏形态如图9～10所示。

2.2破坏模式对比

对比不同试件破坏模式发现：

1)无横向肋试件破坏模式大致相同，主要表现为墙体脚部混凝土稍有压碎，边缘构件与预制墙板连接处脱开，墙板混凝土压坏，钢筋外露；试件两侧的水平裂缝分布较均匀，中部高度以下多处水平裂缝贯通，墙板中部多为斜裂缝，边缘构件竖向钢筋和墙板竖向分布钢筋屈服。有横向肋试件破坏主要发生于试件脚部混凝土大面积压溃，混凝土块大量脱落，钢筋外露现象严重；试件水平和斜向裂缝均有发展，墙体脚部因混凝土压溃而破坏，且破坏前边缘构件竖向钢筋和墙板分布钢筋屈服。

2)试件PCW2与试件PCW1相比，加载前期裂缝出现的更晚，中间墙肋处的裂缝更少，即增大肋宽可以延缓裂缝的出现；试件面外扭转程度相对较小，说明增大肋宽可以提高墙体面外刚度。

3)试件PCW3与试件PCW1、PCW2相比，增大肋厚使得墙体裂缝延迟出现，破坏时墙体并未出现面外扭转，整体性相对试件PCW1、PCW2更优。

4)增加横向肋使得墙板周圈的约束性能增强，墙板处裂缝明显减少，在试件PCW1上出现了墙板整条竖向裂缝，而试件PCW4和试件PCW5并未出现。增加横向肋试件的墙板与边缘构件连接处未发生脱离破坏的现象，表明墙肋与边缘构件连接性能较优，试件整体性得到提升。

3、试验结果及分析

3.1滞回曲线

试件的荷载-位移(P-Δ)滞回及骨架曲线分别如图11、12所示，图中P为试验施加的荷载，Pm为峰值荷载，Δ为加载位移，φ为位移角。由图可见：弹性阶段，各试件的滞回曲线呈直线，滞回环包围的面积较小；荷载-位移滞回曲线出现转折时，表明试件屈服，滞回曲线呈弓形，曲线较为饱满，滞回环中部的捏拢现象明显。其中，试件PCW1滞回环包围的面积较小，加载后期试件的刚度和强度退化现象也较为突出。

对比各试件荷载-位移滞回曲线、骨架曲线，可知：

1)试件PCW1的承载力最低，表明其他4个试件的构造措施可有效提高墙体的承载力。

2)试件PCW2与试件PCW1相比，增加肋宽可使得墙体的承载能力有一定程度提升，滞回环稍显饱满，变形能力也得到提升。

3)试件PCW3与试件PCW1、PCW2相比，增加肋厚可使墙体开裂滞后，未出现面外扭转现象，滞回环更为饱满。此外，增加肋厚能有效提高墙体的变形能力，延缓峰值荷载的出现，提高墙体的整体抗震性能。

4)试件PCW4和试件PCW5相比无横向肋试件的滞回曲线更为饱满，骨架曲线峰值端更加平缓且滞后，承载能力显著提升，表明增加横向肋后墙板的约束点增加，对试件整体的抗震性能提升最为明显。

3.2特征点荷载、位移及延性

表4为试件特征点荷载、位移及延性参数，采用图解法[14]从水平力-位移骨架曲线上确定试件的名义屈服点；破坏点取荷载下降到水平峰值荷载的85%时所对应的荷载，若荷载未下降或下降未到85%,则取加载结束点为破坏点。名义屈服点和破坏点对应的水平力分别为屈服荷载和破坏荷载。

由表4可以看出，无横向肋试件的位移延性系数介于2.07～2.68之间，有横向肋试件的为1.84,说明增加横向肋使得试件屈服后的延性性能降低。峰值位移角介于1/98～1/50之间，峰值位移角与屈服位移角之比在1.84～3.62之间，表明试件屈服后仍有较好的变形能力。各试件的的破坏位移角为1/107～1/48,峰值荷载后试件迅速破坏，说明由于预制墙板厚度较薄，破坏过程迅速，尚需进一步对预制墙板改进加强。通过对比试件PCW1～PCW3可以看出，增大墙肋尺寸可以一定程度上提高墙体的峰值荷载和峰值位移。有横向肋试件PCW4、PCW5的承载和变形能力相比显著提高，破坏时位移增大19～24 mm左右，整体抗震性能最好，说明增加横向肋是提高墙体变形能力及延性的有效措施，其次通过增加墙板厚度也可有效提高墙体的变形能力及延性。

3.3刚度退化

通过环线刚度K和刚度退化系数ξ量化试件刚度随反复荷载循环次数增加而降低的现象[15,16],试件的刚度退化曲线见图13和图14。由图可见：

1)加载初期，试件的环线刚度和刚度退化系数减小较为迅速，从试件屈服直至破坏，环线刚度和刚度退化系数下降明显减缓，说明墙体刚度退化主要集中在加载前期，后期亦有充足的变形能力。

2)对比试件PCW1～PCW3的环线刚度和刚度退化系数可知，改进墙体尺寸可以有效提高墙体的刚度。

3)有横向肋试件PCW4、PCW5的刚度退化相比无横向肋试件的更为迟缓，表明增设横向肋可以显著提高墙体的抗震性能。

3.4承载力退化

承载力随循环次数增加而逐渐降低的特性称为承载力退化，将承载力退化系数γ定义为试件屈服后同一位移最后一次循环的最大荷载与第一次循环的最大荷载的比值，图15为各试件屈服后承载力退化曲线。

由图15可见，在峰值荷载前，试件承载力退化系数保持在0.95～1.1之间；峰值荷载后，试件PCW1、PCW2、PCW3承载力退化系数急速降低，正向承载力退化系数降至0.75～0.8之间，这是因为峰值荷载后，厚度40 mm的墙板出现明显破坏，整个墙体出现竖向拉裂，导致承载力迅速退化。因为循环加载时，仪器加载力不平衡，所以正向加载出现破坏时，负向加载尚未破坏，故正向承载力退化系数快速下降。试件PCW4、PCW5承载力退化系数始终保持在0.95以上，说明增加横向肋能够减小双板剪力墙墙板处的薄弱区域，防止墙板竖向拉坏，有效缓解墙体的刚度退化，提高循环荷载作用下墙体的抗侧性能。

3.5耗能能力

采用等效黏滞阻尼系数he衡量各试件的耗能能力，he越大，表明试件的耗能效率越高，抗震性能越优。计算方法参考JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[16]。试件的等效黏滞阻尼系数如图16所示。由图可见：

1)试件能量的耗散随着位移的增加而逐渐增加，即滞回环面积逐渐增大。在每次循环加载过程中，试件PCW1的滞回环较小，耗散的能量小于其他试件，耗能性能相对较差。

2)增加肋厚和肋宽后试件耗能能力有所提高，且累积的能量耗散能力优于试件PCW1。由于墙肋的加强，墙体破坏位移明显滞后。

3)增加横向肋试件在加载后期黏滞阻尼系数显著上升，这是由于墙体在一定位移下累积损伤和破坏后，耗能效率明显提升。

4)在试件屈服之前，he保持在0.05左右；在墙体屈服至峰值荷载阶段，等效黏滞阻尼系数he随水平位移的增加而逐渐增加，he增大到0.05～0.10之间。破坏时大多数试件的he在0.10以上，说明试件具有足够的耗能能力。

3.6应变分析

为研究墙体关键部位在加载过程中的受力性能，对试件底部水平钢筋和纵向钢筋的应变进行分析，应变位置参考图5应变片布置。由材料试验计算得到，直径10 mm的钢筋屈服应变为2.19×10-3,直径14 mm的钢筋屈服应变为2.34×10-3。

3.6.1墙板端部肋竖向钢筋

图17所示为端部肋竖向钢筋测点Z-7或测点Z-16荷载-应变(P-ε)曲线，可见：1)试验加载初期，钢筋应变较小，基本呈线性变化；当达到屈服荷载时，钢筋应变增长幅度增大；屈服荷载后，钢筋应变持续增大，直至达到峰值荷载，荷载增长缓慢，甚至出现下降段时，钢筋应变持续增长，可见直至加载后期，墙板端部肋竖向钢筋能够有效发挥作用。2)钢筋应变的滞回曲线在受压和受拉过程中表现出明显差异，受拉应变值明显远比受压应变大，滞回环也相对于受压应变饱满。3)钢筋应变的滞回环包围的面积越大表明钢筋的耗能能力越强，试件PCW4、PCW5的钢筋应变滞回曲线相对于其他试件更为饱满，说明增加横向肋的同时提高了竖向端部肋钢筋的耗能能力，也进一步提高了墙体的耗能性能。4)墙板竖向肋钢筋均已屈服，说明墙板竖向肋钢筋能够有效分担水平荷载对墙体底部产生的弯矩，是为墙体提供受弯承载力的重要部分。

3.6.2边缘构件竖向钢筋

图18所示为边缘构件竖向钢筋测点Z-8的荷载-应变曲线。可见在试验过程中，边缘构件竖向钢筋应变的发展与墙体的整体弯曲密切相关，荷载-应变曲线基本呈反对称发展，受压和受拉应变大致相同。加载初期，钢筋应变在弹性阶段呈线性发展，直至混凝土开裂，应变发展迅速，说明混凝土开裂后边缘构件纵筋可以充分发挥作用；水平荷载继续增大的同时钢筋屈服。大多试件边缘构件竖向钢筋应变大于墙板端部肋竖向钢筋应变，因此墙体边缘构件在墙体受力中起到主要作用。

3.6.3边缘构件水平钢筋

图19所示为边缘构件水平钢筋测点L-1或测点L-2的荷载-应变曲线。边缘构件水平钢筋以拉应变为主，试验加载初期，钢筋应变曲线基本呈直线，随着荷载的增大，边缘构件两侧混凝土开裂，钢筋应变增大，多数墙体边缘构件水平钢筋未屈服。由于试件PCW4、PCW5水平荷载较大，试件屈服后，墙体斜裂缝逐渐增多并加宽，墙体塑性变形显著，使得竖向边缘构件水平钢筋应变速度及幅值明显增加，由此可见边缘构件水平钢筋对于墙体的受剪承载力起决定性作用。

4、结论

1)无横向肋空心双板剪力墙的破坏模式相同，主要为墙体脚部混凝土被压坏，边缘构件与预制墙板连接处脱开，墙板混凝土压坏，钢筋外露，为压弯破坏。有横向肋空心双板剪力墙主要发生于墙体根部混凝土压溃，混凝土块大量脱落，钢筋外露现象严重，为弯剪破坏。所有墙体抗震性能较好，在同级位移下，增加墙肋尺寸和设置横向肋均可一定程度缓解墙体的破坏程度。

2)增加肋厚和肋宽均可一定程度提高墙体的承载能力及延性。墙肋加厚使得墙体裂缝的出现相对延迟，峰值荷载更高，峰值位移出现更晚，破坏时墙体并未出现面外扭转，整体性相对其他无横向肋双板剪力墙的更优。

3)增加横向肋可加强墙板的约束，可使滞回曲线更为饱满，耗能能力更好，能够有效减缓墙体的刚度和强度退化，提升墙体的抗侧能力，对墙体整体的抗震性能的提升最为明显。

参考文献:

[1]杨清波预制混凝土剪力墙盒子结构足尺模型抗震性能试验研究[D]哈尔滨:哈尔滨工业大学, 2015.

[2]黄炜,张敏,江永涛,等.装配式混凝土墙抗震性能试验研究[J]建筑结构学报, 2015,36(10):

[3]陈再现,姜洪斌,张家齐,等.预制钢筋混凝土剪力墙结构拟动力子结构试验研究[J]建筑结构学报, 2011,32(6)

[7]肖全东,郭正兴预制混凝土双板剪力墙的耗能能力[J]湖南大学学报(自然科学版),2014,41(9):

[8]肖全东,郭正兴预制混凝土双板剪力墙抗震性能试验[J].土木工程学报, 2014,47(增刊2):151-157

[10]张微敬,杨雷刚,钱稼茹,等大剪跨比预制空心板剪力墙抗震性能试验研究[J].土木工程学报, 2019,52(6):

[11]韩文龙,钱稼茹,张微敬,等.预制空心板剪力墙抗震性能试验研究[J].建筑结构学报, 2020,41(2):32- 4

[12]混凝土物理力学性能试验方法标准: GB/T 50081- -2019[S].北京:中国建筑工业出版社, 2019

[13]金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法: GB/T 228.1- -2021[S].北京:中国标准出版社, 2021

基金资助:国家自然科学基金项目(82060758);江西省青年科学基金资助项目(20202BAB216037);江西省教育厅一般项目(GJJ190667);

文章来源:任庆英,张晓萌,刘文珽,王佳琦,王勇鑫,郝家树,杨潇.带肋空心双板剪力墙抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2023,44(09):62-71+134.